авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 | 7 |   ...   | 9 |

«МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ, МОЛОДЕЖИ И СПОРТА УКРАИНЫ СБОРНИК НАУЧНЫХ ТРУДОВ ДОНБАССКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО ТЕХНИЧЕСКОГО УНИВЕРСИТЕТА ...»

-- [ Страница 5 ] --

Первая ситуация имеет место, когда технолог УКП ограничен в выборе количества MgO-содержащего материала, которое можно ввести в шлак, и длительностью нагрева, который необходимо провести после присадки MgO для обеспечения температурных условий протекания процесса силикотермии. Требуется определить количество кремния, которое может быть удалено из металла при заданных условиях.

Для определения количества MgO-содержащего материала, которое необходимо ввести в шлак, нужно знать химический состав шлака и его массу. Пробы шлака на химический анализ отбираются по ходу внепечной обработки, поэтому данные о химическом составе шлака (а конкретно о содержании в нем MgO) всегда есть к тому времени, когда требуется ввод дополнительного количества оксида магния. Масса шлака может быть определена с достаточной для производственных условий точностью по формуле:

M шл R 2 H шл, (2) где R – радиус сталеразливочного ковша по шлаковому поясу (1,65 м);

H – толщина шлака в ковше, м (обычно определяется намораживанием шлака на кислородную трубку);

шл – плотность шлака, кг/м3 (может быть оценена по литературным данным исходя из химического состава шлака).

Для большей точности в определении массы ковшевого шлака необходимо проводить автоматизированный расчет, основанный на данных о количестве присаживаемых в ковш материалов, угаре раскислителей и легирующих и износе футеровки ковша с момента начала выпуска стали из конвертера.

Если в среднем масса шлака в конце обработки стали составляет 6, т, а содержание MgO в шлаке 5,5% (357,5 кг), то без ухудшения рафинировочных свойств шлака можно добавить оксида магния до его содержания около 8%: МMgO = (357,5 8 / 5,5) – 357,5 = 162,5 кг.

Поскольку восстановление кремния происходит в конце обработки плавки на УКП [3], то время на проведение процесса силикотермии магния (т.е. длительность дугового нагрева после присадки MgO-содержащего материала) перед отдачей ковша для разливки на машине непрерывного литья заготовок в большинстве случаев ограничено. По предварительным оценкам н составляет 5 мин. Зададимся средней величиной н = 7,5 мин.

Пользуясь полученной зависимостью (1) определим количество кремния, которое можно удалить из металла при заданных условиях:

Si 0,0025 1,1205 105 162,5 0,0009 7,5 9,5208 108 162, 0,0001 7,5 2 9,25 10 6 162,5 7,5 0,0092 %.

Таким образом, для указанных технологических условий максимальное содержание кремния, при котором процесс силикотермии позволит избежать отбраковки металла марки 1006 по содержанию кремния, составляет: [Si] = 0,0250 + 0,0092 = 0,0342%.

Во втором случае технолог УКП может быть ограничен в выборе длительности дугового нагрева, который необходимо провести после присадки MgO для обеспечения температурных условий протекания процесса силикотермии, при этом требуется удалить из металла определенное количество кремния. Необходимо определить оптимальное количество MgO-содержащего материала, которое можно ввести в шлак, при условии, что это количество изначально не ограничивается. Такая ситуация может иметь место в конце внепечной обработки, когда шлак уже выполнил свои рафинировочные функции и количество вводимого оксида магния не ограничивается физико химическими свойствами шлака.

Количество кремния, которое необходимо удалить из металла, определяется по данным химического анализа проб металла, которые отбираются по ходу всей обработки металла на УКП. Рассмотрим стандартную ситуацию, когда по полученному анализу пробы металла содержание кремния в стали марки 1006 составляет 0,0300%, т.е. на 0,0050% выше допустимого предела. Необходимо снизить содержание кремния в стали с некоторым запасом, поэтому принимаем величину [Si] = 0,0100%, тогда по завершению процесса силикотермии в металле должно быть [Si] = 0,0200%.

Аналогично первой ситуации зададимся величиной длительности дугового нагрева н = 7,5 мин.

Проведем расчет величины снижения содержания кремния в стали при различных значениях массы присадок MgO в интервале 140 кг (таблица 1). По полученным данным построена графическая зависимость (рисунок 1).

Таблица 1 – Изменение содержания кремния в стали в зависимости от массы присаживаемого MgO МMgO, кг н, мин.

№ п/п [Si], % 1 140 7,5 0, 2 170 7,5 0, 3 200 7,5 0, 4 230 7,5 0, 5 260 7,5 0, 6 290 7,5 0, 7 320 7,5 0, 8 350 7,5 0, 9 380 7,5 0, 10 410 7,5 0, 11 440 7,5 0, 12 470 7,5 0, Рисунок 1 – Зависимость изменения содержания кремния в стали от массы присаживаемого MgO Как видно из таблицы и рисунка 2, необходимое значение снижения содержания кремния в стали соответствует промежутку расхода оксида магния между 170 и 200 кг. Для определения точного значения массы присадки MgO выражаем величину МMgO из уравнения (1), тогда для заданных условий МMgO = 179,0 кг.

Также по результатам расчета, приведенным в таблице 1, необходимо отметить, что с увеличением расхода MgO более 430 кг содержание кремния в металле начинает расти. Это свидетельствует о том, что процессы восстановления кремния начинают превалировать над процессом силикотермии, что в свою очередь подтверждает необходимость корректировать между собой расход MgO и длительность дугового нагрева.

В третьей ситуации технолог УКП может быть ограничен в выборе количества MgO-содержащего материала, которое можно ввести в шлак, при этом требуется удалить из металла определенное количество кремния. Необходимо определить н при условии, что процесс силикотермии не ограничен во времени проведения дугового нагрева после присадки MgO.

Аналогично предыдущим ситуациям зададимся массой вводимого в шлак оксида магния МMgO = 162,5 кг и количеством кремния, которое необходимо удалить, [Si] = 0,0100%.

Проведем расчет величины снижения содержания кремния в стали при различных значениях длительности дугового нагрева в интервале 5 14 мин. (таблица 2). По полученным данным построена графическая зависимость (рисунок 2).

Таблица 2 – Изменение содержания кремния в стали в зависимости от длительности дугового нагрева МMgO, кг н, мин.

№ п/п [Si], % 1 162,5 5 0, 2 162,5 6 0, 3 162,5 7 0, 4 162,5 8 0, 5 162,5 9 0, 6 162,5 10 0, 7 162,5 11 0, 8 162,5 12 0, 9 162,5 13 0, 10 162,5 14 0, Рисунок 2 – Зависимость изменения содержания кремния в стали в зависимости от длительности дугового нагрева Как видно из таблицы и рисунка 2, необходимое значение снижения содержания кремния в стали соответствует промежутку времени между 8-й и 9-й минутами. Для определения точного значения длительности нагрева выражаем величину н из уравнения (1), тогда для заданных условий н = 8,49 мин.

Как и в предыдущем случае, с дальнейшим изменением задаваемого параметра содержание кремния в металле будет снова расти. При значениях длительности дугового нагрева более 12 мин.

эффективность процесса силикотермии по сравнению с процессами алюмо- и карботермии кремния будет снижаться.

Таким образом, в результате проведенного анализа характерных для ОАО «АМК» производственных ситуаций, возникающих при производстве автолистовых сталей, были определены зависимости:

изменения содержания кремния в стали от количества присаживаемого оксида магния и длительности дугового нагрева;

длительности дугового нагрева от количества присаживаемого оксида магния и количества кремния, которое требуется удалить;

количества присаживаемого оксида магния от количества кремния, которое требуется удалить, и длительности дугового нагрева. Полученные зависимости были предложены для использования в технологии производства бескремнистых сталей.

В качестве дальнейшего развития данной работы предусмотрена разработка математической модели для автоматизированных систем управления процессом внепечной обработки, позволяющих на основе расчета указанных выше величин определить оптимальные параметры технологического процесса в производственных условиях.

Библиографический список 1. Валиахметов А.Х. Особенности изменения содержания кремния в малоуглеродистой стали во время ковшевой обработки / А.Х. Валиах метов, В.А. Бигеев, А.А. Степанов, С.А. Самойлин // Сталь. – 2004. – №7. – С. 22-23.

2. Писмарев К.Е. Особенности технологии производства стали для непрерывной разливки в условиях ОАО «Алчевский металлургиче ский комбинат» / К.Е. Писмарев, В.В. Акулов, С.А. Сбитнев, А.А. Бро сев, А.В. Лукьянов // Металлургическая и горнорудная промышленность.

– 2006. – №8. – С. 30-33.

3. Кузнецов Д.Ю. Баланс кремния и обеспечение его заданного со держания в непрерывнолитой автолистовой стали / Д.Ю. Кузнецов, С.В. Куберский, А.И. Ямполь, К.В. Винник // 50 лет непрерывной разлив ке стали в Украине: Сб. научн. тр. под ред. Д.А. Дюдкина, А.Н. Смирно ва. – Донецк: ДонНТУ, 2010. - С. 337-345.

Рекомендована к печати д.т.н., проф. Петрушовым С.Н.

УДК 669.018. Максаев Е.Н., Мухин Е. В.

(ОАО «Алчевский металлургический комбинат», г. Алчевск, Украина), к.т.н. Куберский С.В.

(ДонГТУ, г. Алчевск, Украина) ПОВЫШЕНИЕ КАЧЕСТВА НЕПРЕРЫВНОЛИТЫХ СЛЯБОВ АВТОЛИСТОВЫХ СТАЛЕЙ Встановлено імовірні причини порушення геометрії вузьких граней безперервнолитих слябів автолистових сталей обумовленої нерівномір ним охолодженням по периметру поперечного перерізу сляба, а саме – переохолодженням кутів відносно граней заготовки.

Ключові слова: автолистова сталь, безперервнолитий сляб, де фекти, випинання, коринка, нерівномірне охолодження.

Установлены вероятные причины нарушения геометрии узких граней непрерывнолитых слябов автолистовых сталей обусловленной неравномерным охлаждением по периметру поперечного сечения сляба, а именно – переохлаждением углов относительно граней заготовки.

Ключевые слова: автолистовая сталь, непрерывнолитой сляб, дефекты, выпучивание, корочка, неравномерное охлаждение.

Одним из наиболее актуальных вопросов процесса непрерывной разливки, в значительной степени определяющим конкурентоспособ ность металлопродукции, является качество заготовок отливаемых на МНЛЗ различного типа.

В настоящее время при разливке на двухручьевых слябовых МНЛЗ ОАО «Алчевский металлургический комбинат» (ОАО «АМК») низкокремнистых марок сталей ([Si] до 0,03%) с содержанием углерода 0,02 – 0,12 % на верхних пределах скоростей разливки (V=1,3 – 1, м/мин) существует сложность получения качественной геометрии сля бов, при выполнении технологических рекомендаций предоставленных компанией VAI, для толщины заготовки 250 мм. Основной вид дефекта – выпучивание узких граней (рис.1) и значительная разность в ширине сляба по длине технологической оси при изменении скорости разливки.

Отмеченный дефект представлен на рисунке 1 для сляба из стали марки 1006, сечением 2501250 мм, отлитого при скорости 1,4 м/мин и темпе ратуре металла в промковше 1562 0С. Настройка ширины низа кристал лизатора на данной плавке была 1240 мм, а ширина остывшего сляба составила 1270 мм.

Максимальная кривизна узкой грани достигает = 25 мм.

Рисунок 1 – Выпучивание узких граней непрерывнолитого сляба В работе [1] описано представление о деформациях корки кристал лизующегося слитка как упруго-вязко-пластической среды, учитывая значения температур и уровень нагрузок от ферростатического давления.

Непосредственное влияние физических свойств сталей, в данном случае предела текучести при определённых температурах, на степень деформа ции очевидна. Из сортамента разливаемых сталей на МНЛЗ ОАО «АМК»

сталь 1006 обладает наибольшими пластическими свойствами. При на стройке кристаллизатора для получения определенной ширины слябов из стали 1006 значение низа кристаллизатора устанавливается на 10 – 15 мм меньше заданного для компенсации величины раздутия заготовки под кристаллизатором в свободные стороны, не имеющие опоры – узкие гра ни. Раздутие заготовки тем больше, чем выше скорость разливки, выше температура ручья и, соответственно тоньше корочка сляба.

Представленная в работе [2] схема термонапряженного состояния корочки затвердевающей заготовки определяется следующими основ ными факторами:

– прочностными и пластичными свойствами стали при высоких температурах;

– линейной и объемной усадкой стали, а также скоростью образо вания зазора между оболочкой заготовки и стенкой кристаллизатора;

– интенсивностью теплового потока и внутренними напряжениями в твердой оболочке формирующейся заготовки после образования зазора.

При этом основными видами дефектов, которые обусловлены вышеперечисленным факторам, являются:

– выпуклость заготовки по узким граням;

– продольные поверхностные ужимины (по более широким граням);

– ромбичность для заготовки квадратного сечения;

– подповерхностные (в местах нахождения ужимин) диагональ ные и перпендикулярные поверхности трещины.

Все перечисленные факторы, влияющие на величину пластиче ской деформации граней сляба, создают предпосылки зарождения дан ного вида дефекта в кристаллизаторе и развития его вдоль ручья в опорной части МНЛЗ до полной кристаллизации жидкой фазы.

Можно выделить целый ряд причин, сопутствующих образованию данного вида дефекта – так называемого накопления выпучивания бо ковой грани сляба [1,2]:

– недостаточно толстая и прочная корочка слитка, сформирован ная в кристаллизаторе из-за высокой скорости разливки, повышенной температуры разливаемой стали или недостаточного отвода тепла мед ными плитами;

– так называемая пассивная деформация, вызванная ферростати ческим давлением на пластичную корку сляба;

– неправильно организованное вторичное охлаждение заготовки, не обеспечивающее постепенного равномерного утолщения корки;

– погрешности настройки роликов в сегментах;

– нарушение оси ручья, неправильная настройка конуса ручья;

– некорректное или раннее динамическое обжатие заготовки;

– деформации при вытягивании слитка приводами, загиба и вы равнивания горячего ручья.

В условиях ККЦ ОАО «АМК» были проведены исследования с целью выявления факторов, влияющих на величину пластической де формации непрерывнолитого сляба и разработки рекомендаций по сни жению степени выпучивания их узких граней.

После тщательной настройки роликов ручья и калибровки положе ния цилиндров сегментов машины производилась разливка стали 1006 по двум ручьям сечением 2501250мм с одинаковыми параметрами первич ного и вторичного охлаждения. На первом ручье была выбрана практика управления зазорами между роликами сегментов с работой динамическо го обжатия «DYN LOW C 250» (для низкоуглеродистых марок стали), а на втором ручье – «STATIC 250» (статический клиновидный зазор между роликами сегментов без работы мягкого обжатия). Выбранные практики обжатия и зазора между роликами управляются программой второго уровня АСУТП, рассчитывая глубину жидкой фазы, толщину и темпера туру ручья. После разливки серии из восьми плавок при одинаковой ско рости вытягивания слябов были произведены замеры их ширины и зна чения выпучивания узких граней. Средние значения полученных резуль татов двух ручьёв не отличались, что свидетельствовало о малом влия нии динамического обжатия на деформацию граней заготовки. Подобные опыты разливки с разными по ручьям практиками зазоров между роли ками также подтвердили выводы о незначительном влиянии возможной деформации на данном участке ручья.

Исследования выработки поверхности роликов нулевого сегмента МНЛЗ углами горячего ручья (рис. 2) (после разливки порядка 150 пла вок на слябы сечением 2501250 мм из стали марки 1006), косвенно подтвердили, что композиция интенсивного расширения широких гра ней сляба под действием растягивающих напряжений в стороны, неог раниченные опорными роликами (узкие грани), формируется под боко выми подвесками кристаллизатора на расстоянии от 1 до 4 м (по дан ным [1] от 2 до 6 м) от мениска стали в кристаллизаторе (таблица 1).

Рисунок 2 – Состояние роликов нулевой секции после длительной разливки стали 1006 на слябы сечением 2501250 мм Следует отметить, что растяжение или пластическое течение ко рочки широких граней наблюдается также при разливке средне- и высо коуглеродистых марок сталей, но в меньшей степени. В зависимости от сечения сляба, марки стали, скорости и температуры разливки участок с наибольшей деформацией растяжения может быть разной длины. Но практически во всех случаях настройка нижней ширины кристаллиза тора на данных МНЛЗ устанавливается меньше ширины готового сляба на основании опытных данных предыдущих серий плавок.

Таблица 1 – Расстояние между следами выработки поверхности роликов большого радиуса нулевой секции углами сляба Диаграмма расширения горячего ручья Расстояние № ролика под кристаллизатором между сле Глубина от мениска дами выра до ролика, м. ботки на роликах, мм 1 1,10 боковая под веска кри 2 1,29 сталлизатора 3 1,47 4 1,65 5 1,84 6 2,30 7 2,21 8 2,40 9 2,58 10 2,77 11 2,95 12 3,14 13 4,23 14 3,51 15 3,70 16 3,88 17 4,06 Замеры захоложенных в ручье слябов в результате аварийных си туаций позволили более детально представить процесс деформации уз кой грани. Графическое изображение поверхности узкой грани и значе ния амплитуды выпучивания участка ручья от верхнего ролика нулевой секции до первого сегмента радиальной зоны представлено на рисунке 3.

Наиболее интенсивное выпучивание наблюдалось под боковыми подвесками кристаллизатора. Дальнейшему накоплению деформации узких граней, но в меньшей степени способствовала зона загиба.

Криволинейная конфигурация выпуклости боковой грани вызвана неравномерным отводом тепла от затвердевающей заготовки, что, как известно [2], влечёт за собой неодинаковое распределение температур в твёрдой корочке, формируя в ней внутренние напряжения, которые спо собствуют деформации заготовки в поперечном и продольном сечении, а ниже боковой подвески кристаллизатора – различную скорость пла стической деформации участков грани с различной температурой.

Глубина от, мм мениска, м 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8 3,0 3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,8 Рисунок 3 – Графическое изображение поверхности узкой грани и значения ее кривизны для различных участков ручья При исследовании серных отпечатков темплетов с выпуклыми уз кими гранями слябов марки стали 1006 сечением 2501250 мм, разлитых при скорости 1,3 – 1,4 м/мин были выявлены угловые трещины на рас стоянии 25 – 30 мм от поверхности грани. Значения толщины форми рующейся корочки заготовки 25 – 30 мм приходится на участок под кри сталлизатором в зоне наибольшей пластической деформации граней сля ба в нулевой секции, как было отмечено предыдущими исследованиями.

В результате проведенных исследований установлено, что основ ным фактором, влияющим на величину растяжения широких граней и выпуклость узких в рассмотренном случае, является недостаточная спо собность сопротивляемости корочки пластической деформации под действием ферростатического давления жидкой фазы на участке нуле вой секции под кристаллизатором. Величина пластической деформации корочки при постоянном значении ферростатического давления зависит от её толщины и физических свойств разливаемой стали. Участок наи более интенсивной пластической деформации граней сляба определён в нулевом сегменте ручья под кристаллизатором, включая зону загиба.

Данный вид выпучивания узкой грани может быть получен по причине различий температуры кристаллизующейся корочки по периметру по перечного сечения сляба вследствие неравномерного охлаждения, а именно – переохлаждения углов относительно граней заготовки.

Одним из факторов, препятствующих процессу выпучивания гра ней заготовки, является обеспечение формирования более толстой, а также однородной по температуре и толщине корочки заготовки на уча стке ручья под кристаллизатором. Поэтому при дальнейших исследова ниях предполагается внесение конструктивных изменений в боковую подвеску путём добавления дополнительного пятого ролика для про дления опорной части узкой грани заготовки;

изменение карты верхних зон водовоздушного охлаждения для усреднения температуры поверх ности заготовки на основе опыта работы аналогичных МНЛЗ;

проточка поверхности роликов боковой подвески с целью снижения количества воды, которая может накапливаться между роликами и поверхностью слитка, что будет способствовать сокращению участка паровой рубашки и улучшению теплоотвода от поверхности сляба.

Библиографический список 1. Буланов Л.В. Машины непрерывного литья заготовок. Теория и расчёт / Л.В. Буланов, Л.Г. Корзунин, Е.П. Парфёнов и др. – Казань:

Идеал-Пресс. - 2003. – 319 с.

2. Смирнов А.Н. Процессы непрерывной разливки / А.Н. Смирнов, В.Л. Пилюшенко, А.А. Минаев и др. – Донецк: ДонНТУ. – 2002. – 536 с.

Рекомендована к печати д.т.н., проф. Петрушовым С.Н.

УДК 669:621. 387. Брожко Р.Н., к.т.н. Сергиенко С.Н.

(ДонГТУ, г. Алчевск, Украина) ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ СИСТЕМЫ ИСТОЧНИК ПИТАНИЯ – ПЛАЗМОТРОН НА ПУЛЬСАЦИИ ТОКА И НАГРЕВ ПОРОШКА У даній статті приведені результати обчислювального експери менту, що показує залежність значень великомасштабних пульсацій струму в плазмотронах вихрової схеми, призначених для напилення і на плавлення, від параметрів ланцюга живлення і їх вплив на нагрів напи люваного або наплавляємого матеріалу.

Ключові слова: плазмотрон, напил, розрядний канал, катодний ву зол, анод.

В данной статье приведены результаты вычислительного экспе римента, показывающего зависимость значений крупномасштабных пульсаций тока в плазмотронах вихревой схемы, предназначенных для напыления и наплавки, от параметров цепи питания и их влияние на на грев напыляемого или наплавляемого материала.

Ключевые слова: плазмотрон, напыление, разрядный канал, ка тодный узел, анод.

Проблема и ее связь с научными и практическими заданиями.

В промышленности наибольшее применение в качестве напыляемых и наплавляемых материалов нашли порошки, которые могут быть приго товлены практически из любых материалов [1, 2]. Для этих целей ис пользуют как стандартные порошки с частицами размером 40 – мкм, так и специальные сфероидизированные, с выдержанной в узких пределах грануляцией и с хорошей сыпучестью. Время пребывания час тиц в плазме составляет 10 -3 с и часто оказывается недостаточным для полного плавления на всю глубину частиц материалов с низкой тепло проводностью. Кроме того, немногие из применяемых плазмообразую щих газов эффективно передают теплоту нагреваемому порошку [1, 2].

Порошок вместе с транспортирующим газом подают непосредст венно или в дугу, или в плазменную струю (в зависимости от конструк ции плазмотрона). Под действием сил инерции и газодинамических сил частицы порошка проникают в поток плазмы, нагреваются и ускоряют ся струей плазмообразующих газов. Образующийся при этом двухфаз ный поток, состоящий из плазмы и частиц порошка, распределяемых в плазме, определяет не только их нагрев и ускорение, но и условия фор мирования покрытия и его толщину.

Особенности нагрева порошка в плазме с учетом [3-10] были уч тены при разработке плазмотронов для напыления и наплавки. При этом усовершенствования конструкций плазмотронов в основном направле ны на улучшение равномерности распределения порошка в плазменной струе, на увеличение скорости движения частиц порошка, на повыше ние КПД нагрева порошка и ресурса работы плазмотрона.

Анализ исследований и публикаций. Известно, что серийная аппаратура и плазмотроны для напыления и наплавки имеют следую щие недостатки: колебания параметров плазменной струи (дуги), неста бильность положения дуги и её горения, быстрый эрозионный износ электродов [5]. Все это отражается на качестве нагрева порошка и, как следствие, на качестве обрабатываемых изделий (продукции).

Изменения параметров плазменной струи могут быть периодиче скими и непериодическими. Пульсации, связанные с изменением пе риодических параметров, происходят с низкой и высокой частотой. Низ кочастотные пульсации вредны для процессов порошкового напыления и наплавки, так как они вызывают нестабильность свойств покрытий.

Эти пульсации в основном обусловлены источником питания плазмо трона и эрозией электродов. Повышение стойкости электродов и при менение источников питания со стабилизацией выходных параметров может существенно повысить качество и стабильность свойств плаз менных покрытий.

Установлено, что свойства покрытий можно оценить по трем па раметрам – коэффициенту использования порошка, производитель ности и пористости полученного покрытия [1, 2, 5]. Эксперименты по казали, что процессы напыления и наплавки и свойства их покрытий (показатели качества) зависят от положения дуги и анодного пятна в плазмотроне.

Горение дуги постоянного тока в разрядном канале плазмотрона представляет собой нестационарный процесс. Одна из основных причин этого – нерегулярное изменение длины дуги, возникающее за счет сноса ее радиального участка потоком газа и последующего пробоя между ду гой и стенкой канала (шунтирование). Это приводит к возникновению крупномасштабных пульсаций напряжения и тока дуги, частота кото рых составляет 1...10 кГц, а размах переменной составляющей напряже ния может доходить до 50 % его среднего значения.

Постановка задачи. В разработанных плазмотронах для напыле ния и наплавки горение дуги происходит в потоке с развитой турбулент ностью, особенно в той области, где слой газа, прогретого электрической дугой, смыкается с турбулентным пограничным слоем, нарастающим на стенках канала. При этом возникают большие поперечные пульсации ду ги, приводящие к снижению пробивного напряжения, и процесс шунти рования принимает явно выраженный случайный характер.

Это обстоятельство делает затруднительным аналитическое рас смотрение процесса шунтирования, и работы, посвященные его изуче нию, имеют в основном экспериментальный характер. В то же время очевидна практическая важность задачи уменьшения влияния процесса шунтирования на ток дуги, его стабилизацию и максимального исполь зования энергии плазмы при нагреве порошка. В связи с этим нами предпринята попытка с помощью вычислительного эксперимента ис следовать динамику развития крупномасштабных возмущений тока ду ги, получить количественные характеристики возмущений тока и рас смотреть возможность оптимального выбора параметров схемы питания с целью уменьшения этих возмущений.

Изложение материала и его результаты. В качестве математи ческой модели принимаем уравнение для пульсаций тока дуги. Рас смотрим математическую модель возмущений тока дуги для типичной схемы питания плазмотрона, представленной на рисунке 1. Схема включает источник питания с напряжением Е, балластное сопротивле ние R, индуктивность L и емкость С, вклад в значения которых делают также элементы схемы запуска дуги. Наиболее применим способ запус ка дуги с помощью осциллятора. Внутреннее сопротивление источника питания считаем равным нулю. Следует отметить, что неуправляемая схема выпрямления источника питания ИПН-160/600 имеет минималь ный коэффициент пульсаций. У тиристорных выпрямителей (типа АПР 404, УПР-201) с изменением угла регулирования тиристоров частота пульсаций остается постоянной, амплитуда и коэффициент пульсаций сильно изменяются.

Рисунок 1 – Схема замещения электрической цепи системы источник питания-дуга С помощью уравнения Кирхгофа определяем связь между током и напряжением на элементах цепи I e CU C I a ;

U C LI a U a ;

E I e R U C, где индексы е, а и С относятся соответственно к источнику пита ния, дуге и конденсатору. Штрихами обозначены производные по вре мени.

После преобразований получим U E U 1 a a.

Ia Ia Ia (1) RC LC RCL RCL L Величины Ua и Iа связаны вольт-амперной характеристикой дуги.

Введем величину:

, (2) CL которая имеет смысл собственной частоты колебаний тока дуги в коле бательном контуре.

При этом уравнение (1) преобразуем к виду:

2L 2 2 U E Ua a.

Ia Ia Ia (3) R R R L В модели остаются два независимых параметра схемы питания – и L. Их выбор определяет и значение емкости С согласно (2).

Рассмотрим изменение тока і и напряжения u относительно их стационарных значений U a 0 и I a 0, для чего в уравнении (3) сделаем за мену:

I a I a 0 i;

U a U a 0 u.

Тогда с учетом соотношения, определяющего рабочую точку дуги:

E RI a 0 U a 0, уравнение (3) преобразуем к виду:

2L 2 u i i i u, (4) R R L а именно, получим линейное неоднородное дифференциальное уравне ние второго порядка, которое и является основным уравнением матема тической модели. Для известной зависимости пульсаций напряжения дуги от времени оно позволяет определить пульсации тока.

Отметим, что при выводе уравнения (4) никаких предположений о малости значений, входящих в него величин, не делалось.

Моделирование последовательности импульсов пульсаций напряжения. Из результатов эксперимента известно, что отдельный импульс пульсаций напряжения, возникающий за счет шунтирования дуги, имеет форму положительного треугольного импульса, время на растания которого значительно больше, чем спада. Такая форма объяс няется тем, что в случае примерно постоянной напряженности элек трического поля напряжение на дуге линейно увеличивается с ростом ее длины. Положим, что время нарастания и спада импульса относятся как 9:1.

У плазмотрона с диаметром канала 0.005 м и скоростью расхода газа 0,003 кг/с при токе I = 110 А и напряжении U = 410 В среднеквад ратичное напряжение пульсаций составляет приблизительно 6 %, т.е.

около 25 В. Длительность отдельного импульса близка 1мс.

Импульсы пульсаций образуют непрерывную случайную после довательность, амплитуды в которой распределены по нормальному за кону относительно среднего значения напряжения на дуге.

Считаем, что пробой между дугой и стенками канала, шунтирующего дугу, происходит каждый раз в одной и той же точке. Это значит, что на пряжение на дуге после каждого скачка возвращается к исходному значе нию. Относительно него и будем отсчитывать пульсации напряжения.

В этом случае амплитуды импульсов распределяются по нормаль ному закону со средним значением пульсаций напряжения u 2 и стандартным отклонением.

Такое предположение не ограничивает существенно общность модели, сохраняя случайный характер процесса, но приводит к появле нию у пульсаций напряжения постоянной составляющей, равной:

t U 0 u t dt. (5) t Для получения переменной составляющей пульсаций напряжения нулевой уровень последовательности импульсов должен быть увеличен на это значение.

Для простейшего варианта моделирования такой последователь ности импульсов предположим, что скорость нарастания импульсов ос тается постоянной (она определяется скоростью сноса дуги потоком га за в канале плазмотрона), а длительность импульсов распределяется по нормальному закону со средним значением 1 103 с и стандартным отклонением. При этом амплитуды импульсов также распределяют ся по нормальному закону со средним значением пульсаций напряжения u и стандартным отклонением u, где – скорость нараста ния импульса.

Положим среднее значение амплитуды импульса равным удвоен ному среднеквадратичному значению пульсаций напряжения u 50 В.

Тогда скорость нарастания импульса равна:

u (6) 0. и стандартное отклонение длительности импульсов составит:

u 0.9 u 0.45. (7) u На рисунке 2, а приведен пример полученной таким образом пе ременной составляющей последовательности из 20 импульсов. Генера ция последовательности случайных чисел, распределенных по нормаль ному закону N, 0.54, определяющих длительности импульсов в по следовательности, и последующие вычисления выполнялись в системе Mathematica 4.

Рисунок 2 – Переменная составляющая случайной последовательности импульсов пульсаций напряжения (а) и вызванные ею пульсации тока дуги (б-г): б – L = 1.0 мГн, = 10.0;

в – 0.1 мГн, =10.0;

г – 0.5 мГн, = 0, Вычислительный эксперимент. Определение пульсаций тока дуги. Подстановка полученной последовательности импульсов пульса ций напряжения в правую часть уравнения (4) и его последующее чис ленное решение позволяет получить зависимости пульсаций тока дуги от времени, подобные тем, которые измеряются в реальном эксперименте.

На рисунке 2, б-г приведены расчеты осциллограмм пульсаций тока дуги при различных значениях индуктивности L и произведения при R = 1 Ом (значение, равное отношению средней длительно сти импульса пульсаций к обратной собственной частоте системы, является характерным масштабом временных процессов в системе ис точник питания-дуга). Из этого примера видна зависимость режима ра боты этой системы от значений параметров цепи. Значения пульсаций тока увеличиваются с уменьшением индуктивности и. В частности, изменение тока, показанное на осциллограмме (рисунок 2, г), приведет к гашению дуги (ток в рабочей точке равен 110 А). В качестве количест венной меры значений пульсаций тока было выбрано среднеквадратич ное значение его переменной составляющей t i i 2 t dt, (8) t которое, обычно, измеряется в эксперименте.

Для определения зависимости i от параметров системы был проведен вычислительный эксперимент. В нем измерялась зависимость среднеквадратичного отклонения тока дуги от при различных значе ниях индуктивности цепи. Индуктивность изменялась от 0.1 до 1.0мГн, что соответствует диапазону ее значений в схемах питания плазмотро нов, предназначенных для обработки порошков и резки металлов. Дли тельность последовательности импульсов пульсаций равнялась 30 им пульсам. Каждую точку определяли как среднее по результатам двадца ти независимых измерений с различными случайными последователь ностями импульсов пульсаций напряжения. Стандартное отклонение выборки составляло около 10...20 % его среднего значения.

Кривые на рисунке 3 получены аппроксимацией эксперименталь ных точек линейной комбинацией экспоненциальной и линейной функ ций. Диапазон изменения для каждой кривой ограничен снизу усло вием устойчивости системы по отношению к малым возмущениям:

L RCR* 0, (9) где R* – дифференциальное сопротивление дуги.

Определив значение, получим условие для :

RR*.

(10) L Для расчетов были взяты типичные значения R = 1.0 Ом и * R = 0.8 Ом.

Обсуждение результатов. Из данных, представленных на рисунке 3, видно, что зависимость i от во всех случаях имеет одинаковый характер – с увеличением значения среднеквадратичное отклонение тока уменьшается и выходит примерно на постоянный уровень при фиксированном значение индуктивности.

Рисунок 3 – Зависимость среднеквадратичного отклонения тока i от для различных значений индуктивности цепи, полученная по результатам вычислительного эксперимента: 1 – L = 1.00;

2 – 0.50;

3 – 0.25;

4 – 0.10 мГн Система находится в колебательном режиме при выполнении ус ловия:

R 2. (11) L В случае L = 0.10, 0.25, 0.50 и 1.00 мГн это дает максимальные значения, равные соответственно 20, 8, 4 и 2. Как следует из рисунка 3, значения i уменьшаются с ростом при колебательном режиме цепи и достигают своего минимума уже при апериодическом режиме.

Увеличение значения приводит к возрастанию коэффициента затухания 2 L 2 R, уменьшению амплитуды отдельного импульса воз мущения тока и увеличению его длительности. Последующие импульсы накладываются на предыдущие, что способствует увеличению среднего отклонения тока. При апериодическом режиме, по всей видимости, эти два фактора примерно компенсируют друг друга и среднеквадратичное отклонение остается постоянным.

Увеличение среднеквадратичного отклонения при уменьшении индуктивности системы источник питания – дуга можно объяснить, ис ходя из структуры основного уравнения модели (4). Понижение индук тивности приводит к уменьшению коэффициента затухания, поэтому те же значения коэффициента, что и ранее, будут достигаться при больших значениях. При этом значительно возрастет правая часть уравнения (примерно пропорционально 2 ), что и приведет к увеличению возму щения тока дуги.

Выводы и направление дальнейших исследований.

Следовательно:

1. Значения пульсаций тока дуги в основном зависят от индуктив ности системы источник питания-дуга. Увеличение индуктивности "сглаживает" пульсации тока дуги. Нижняя граница значения индуктив ности в указанной системе определяется индуктивными элементами схемы запуска дуги. Дополнительно увеличивать индуктивность сложно из-за неизбежного возрастания при этом активного сопротивления схе мы и нарушения режима работы запуска дуги.

2. Для уменьшения пульсаций тока дуги при фиксированном зна чении индуктивности значения емкости должны быть достаточно ма лыми для выхода зависимости среднеквадратичного отклонения тока i от на пологий участок LC.

3. Количественная оценка влияния индуктивности на пульсации тока и необходимые для оценки емкости значения можно получить с помощью кривых рисунок 3.

4. Изменение пульсаций тока дуги вызывают колебания энталь пии, скорости и температуры плазменной струи (дуги) с частотами от нескольких герц до килогерц, что способствует увеличению коэффици ента теплопередачи плазмы и улучшает нагрев порошка.

Положительное влияние пульсаций на процесс нагрева порошка плазменной струей (дугой) подтверждается также зависимостью коэф фициента использования энергии струи от тока дуги, приведенной в [2]. Дальнейшие исследования будут связаны с разработкой техноло гии плазменного напыления с учетом результатов проведенных иссле дований.

Библиографический список 1. Кудинов В.В. Плазменные покрытия / В.В. Кудинов – М.: Наука, 1977. – 184 с.

2. Кудинов В.В. Нанесение плазмой тугоплавких покрытий / В.В. Кудинов, В.М. Иванов. – М.: Машиностроение, 1981. – 192 с.

3.Дзюба В.Л. Лазерные и электронные пучки в материале обра ботки / В.Л. Дзюба, И.В. Волков. – Луганск: Ноулидж, 2010. – 332 с.

4. Кудинов В.В. Нанесение покрытий плазмой / В.В. Кудинов, П.Ю. Пекшеев, В.А. Белащенко и др. – М.: Наука, 1990. – 408 с.

5. Плазменная наплавка / Вайнерман А.Е., Шоршоров М.Х., Весел ков В.Д., Новосадов В.С. – Л.: Машиностроение, 1969. – 192 с.

6. Достанко А.П. Плазменные процессы в производстве изделий электронной техники в 3-х т. / [Достанко А.П., Кундас С.П., Босяков М.В. и др.] Том 1. – Мн.: ФУ Аинформ, 2000. – 424 с.

7. Плазменные процессы в производстве изделий электронной техники в 3-х т. / [Достанко А.П., Кундас С.П., Бордусов С.В. и др.];

под общ. ред. Академиков НАН Беларуси Достанко А.П. и Витязя П.А. Том 3. – Мн.: ФУ Аинформ, 2001. – 292 с.

8. Самотугин С.С. Плазменное упрочнение инструментальных материалов / С.С. Самотугин, Л.К. Лещинский. – Донецк: Новый мир, 2002. – 338 с.

9. Петров С.В. Аппаратурно-технологические основы газо термического нанесения покрытий и обработки материалов в газовоз душной плазме: дис. доктора техн. наук: 05.03.06 / С.В. Петров. – Киев, 1996. – 398 с.

10. Лясников В.Н. Плазменное напыление покрытий в производст ве изделий электронной техники / В.Н. Лясников, В.С. Украинский, Г.Ф. Богатырев. – Саратов, 1985. – 200 с.

Рекомендована к печати д.т.н., проф. Новохатским А.М.

УДК 669:621.735.001. Коваленко В.М., (ДонГТУ, г. Алчевск, Украина) ОСОБЕННОСТИ УПРАВЛЕНИЯ ПЛАСТИЧЕСКИМ ФОРМОИЗМЕНЕНИЕМ ПРИ ОСАДКЕ ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ОБРАЗЦОВ С КОМБИНИРОВАННЫМ НАГРУЖЕНИЕМ Наведені результати особливостей управління пластичним фор мозміненням циліндричних зразків при комбінованому навантаженні в залежності від параметрів процесу осадки.

Ключові слова: осадка, навантаження, напруга, зусилля, швид кість.

Приведены результаты особенностей управления пластическим формоизменением цилиндрических образцов при комбинированном на гружении в зависимости от параметров процесса осадки.

Ключевые слова: осадка, нагрузка, напряжение, усилие, скорость.

Использование активных сил трения в процессах осадки и изуче ния механизмов и закономерности управления пластическим формоиз менением при комбинированных способах нагружения является акту альным вопросом на сегодняшний день.

В процессах обработки металла давлением сдвиговые деформации являются основным механизмом пластического формоизменения, обес печивая максимальную деформацию при минимальных затратах энер гии [1].

Одним из способов повышения сдвиговой деформации при осадке осесимметричных деталей является совмещение осевого перемещения рабочего инструмента с кручением [2].

Известные теоретические решения задач ОМД при осадке с кру чением [3,4] получены путем приближенного анализа уравнений равно весия в начальный момент времени без учета скорости движения инст румента, формообразования заготовки и др.

Однако полученные результаты дают только приближенную оценку параметров пластического формоизменения.

Целью данной работы является оценка влияния скоростей посту пательного и вращательного движения инструмента на управление пла стическим формоизменением заготовок при осадке.

На кафедре “Обработка металлов давлением и металловедение” Дон ГТУ проведены исследования по осадке цилиндрических образцов из алюминиевого сплава АМц с различным соотношением D0 H 0 на ус тановке с различными скоростями вращательного и поступательного движения инструмента, созданной на базе гидравлического пресса П125.

Испытания проводили на образцах двух типов:

1. Высоких с D0 H 0 = 1. 2. Низких с D0 H 0 = 2. Осадку проводили при различных соотношениях i поступательной и вращательной скоростей. Задавали минимальную (0.025 с1 ) и максимальную (0.071 с ) скорости вращения инструмента. Поступа тельная скорость была постоянна ( 0.15 мм / с).

Во всех опытах для разной степени деформации вычисляли коэф фициент формы Kф, характеризующий искажение боковой поверхности при осадке цилиндрических заготовок.

Результаты экспериментов и значение параметра формообразова ния Кф приведены в таблице 1.

Таблица 1 – Результаты экспериментов и значения параметра формообразования Кф № Характеристика сво D0 H D0 H 0 i опы- Кф бодной боковой по,% мм мм та верхности образца 25 1.06 Наличие бочкообраз 1 12.5 10 1.25 50 1.05 ности на всех этапах 75 1.06 осадки 25 1.01 Наличие бочкообраз 2 12.5 10 1.25 50 6 1.017 ности на всех этапах 75 1.019 осадки Незначительная боч 25 1. кообразность Незначительная ка 3 12.5 10 1.25 2. 50 0. тушкообразность 75 0.94 Катушкообразность 25 1.02 Наличие бочкообраз 4 18 8 2.25 50 1.03 ности на всех этапах 75 1.04 осадки Продолжение таблицы 1.

Бочкообразность от 25 1. сутствует Незначительная ка 5 18 8 2.25 50 6 0. тушкообразность Катушкообразность 75 отсутствует 25 0.99 Незначительная ка 6 18 8 2.25 50 2.1 0.98 тушкообразность на 75 0.99 всех этапах осадки В результате анализа экспериментальных данных установлено следующее:

1) При обычной осадке высоких и низких образцов наблюдается бочкообразование, которое в большей степени проявляется при осадке высоких образцов.

2) При осадке высоких образцов с кручением при i = 6 бочкооб разность выражена слабо, а при i = 2.1 почти на всех стадиях осадки на блюдается интенсивное катушкообразование.

3) При осадке с кручением низких образцов при i = 2.1 катушко образность выражена весьма слабо. При i = 6 характер формоизменения образцов неоднозначен: на первой стадии осадки бочкообразность от сутствует, при увеличении от 30 до 50 % возникает незначительная катушкообразность, которая затем исчезает.

Выводы и направления дальнейших исследований.

Таким образом, особенностями управления пластическим формо изменением при осадке цилиндрических образцов с кручением является:

1. Образование катушкообразной формы при осадке высоких об разцов с низким значением показателя i ( i = 2.1) в исследованном диапазоне степеней деформаций ( = 30… 70 %), что объясняется из менением кинематики контактного трения, при этом уменьшается вред ное влияние сил трения, вследствии чего увеличивается радиальное те чение металла в приконтактных слоях осаживаемого образца. При чем с ростом скорости вращения деформирующего инструмента (уменьшени ем параметра i) интенсивность течения металла в радиальных направле ниях увеличивается.

2. Зависимость характера изменения коэффициента искажения бо ковой поверхности Кф от степени деформации, геометрических пара метров осаживаемых образцов и показателя i.

3. Увеличение катушкообразности осаженных образцов с ростом скорости вращения деформирующего инструмента, т.е. с уменьше нием показателя i.

Результаты работы могут быть использованы при совершенство вании технологических режимов осадки цилиндрических заготовок, а также при развитии методов управления пластическим формоизменени ем при осадке.

Библиографический список 1. Ганаго О. А. О показателях эффективности процессов пла стического деформирования / О. А. Ганаго, Н. А. Шестаков // Кузнечно – штамповочное производство. - 1986. - №10. - С. 3 – 6.

2. Смирнов О. М. Влияние комбинированного нагружения на па раметры штамповки плоских дисков в состоянии сверхпластичности / О. М. Смирнов, А. Н. Ершов // Кузнечно – штамповочное производство.

- 1997. - №1. - С. 7 – 9.

3. Попов Е. А. Приближенный анализ осадки с кручением: учеб.

пособ.[ для студ. высш. учеб. завед.] / Е. А. Попов, Л. Г. Королева. – М:

МВТУ, 1983. - 267с.

4. Ганаго О. А. Исследование процессов осадки с кручением тон кого слоя / О. А. Ганаго, В. Н. Субич // Изв. вузов. Машиностроения. 1980. - №6. - С. 110 – 113.

Рекомендована к печати д.т.н., проф. Новохатским А.М.

УДК 669.02/09 (075) Данько Н.А.

(ДонГТУ, Алчевск, Украина) ПОВЫШЕНИЕ ДОПУСТИМОГО МОМЕНТА В КЛЕТЯХ КВАРТО Наведено результати розробки нового підходу до підвищення припустимого моменту при прокатці в клітях кварто за рахунок за стосування робочих валків із сталі з чавунними бандажами.

Ключові слова: кліть кварто, момент прокатки, робочі валки, температурне поле, бандаж, механічне з'єднання.

Представлены результаты разработки нового подхода к повыше нию допустимого момента при прокатке в клетях кварто за счет при менения рабочих валков из стали с чугунными бандажами.

Ключевые слова: клеть кварто, момент прокатки, рабочие валки, температурное поле, бандаж, механическое соединение.

Проблема и ее связь с научными и практическими задачами.

Для клетей кварто характерно существенное ограничение диаметра приводного конца рабочих валков из-за их малого диаметра. Это приво дит к ограничению и передаваемого от двигателей крутящего момента.

В то же время технология кинематически асимметричной прокатки [1] ведет к необходимости существенного повышения передаваемых мо ментов, поскольку при рассогласовании скоростей валков происходит перераспределение моментов, и ведущий валок может принимать на се бя весь момент прокатки [2]. Кроме того, и при симметричной прокатке в момент захвата, как известно [3], момент кратковременно увеличива ется в 34 раза, что приводит к более быстрому выходу валков из строя вследствие потери циклической прочности. Поэтому задача повышения допустимых моментов в клетях кварто является актуальной.

Анализ исследований т публикаций. С целью повышения стой кости рабочих валков кварто от износа их делают чугунными. Однако прочность обычно применяющихся чугунов в 1,61,8 раза меньше, чем легированной стали, что и создает проблему. Применение стальных валков недопустимо из-за их быстрого износа, ведущего к искажению профилировки.

Известны составы легированных чугунов, по прочности не усту пающих легированным сталям. Но их стоимость настолько велика, что использование в качестве материала рабочих валков экономически не целесообразно. Поэтому институтом электросварки им. Е.Патона разра ботана технология электрошлаковой наплавки стальных валков чугу ном, позволяющая разрешить данное техническое противоречие [4]. К сожалению, единственная, имеющаяся камера электрошлаковой на плавки (на ЗАО НКМЗ, г.Краматорск), имеет ограниченные размеры, что не позволяет наплавлять в ней валки таких крупных станов, как ТЛС 3000 ОАО «АМК». Создание камер большего размера экономиче ски не целесообразно из-за малого количества заказов.

Известна также конструкция бандажированных валков, у которых центральная часть (ось) может быть выполнена из одного материала, а сам бандаж – из другого [5]. Бандажирование широко применяется при производстве опорных валков крупных станов [6]. Однако бандажиро вание рабочих валков не получило распространения, т.к. существует мнение, что весьма неравномерное и нестационарное температурное поле рабочих валков не позволяет создать посадку бандажа на ось та кую, которая бы обеспечивала не проворачивание бандажа относитель но оси при любых технологических условиях эксплуатации валков. По этому возникла необходимость в разработке нового способа соединения чугунного бандажа со стальной осью рабочих валков клетей кварто, ко торый бы решал данную проблему.

Постановка задачи. Задачей данной работы явилось изыскание способа соединения чугунного бандажа со стальной осью рабочего вал ка, обеспечивающего надежное их сочленение при изменяющейся в ре зультате изменения условий прокатки температуре бандажа и валка.

Изложение материала и его результаты. Предлагается выпол нять сочленение бандажа с осью валка посредством механической связи по типу шлицевого соединения, как это паказано на рисунке 1.

Поскольку для прокатки требуется высокая точность центрирова ния бандажа и вала, то следует применять центрирование по внутрен нему диаметру d вала [7].

Оценим возможность такого бандажирования на примере чисто вой клети кварто ТЛС 3000 ОАО АМК. Ее параметры: длина бочки – 3000 мм;

диаметр рабочих валков Dв: 840900 мм;

диаметр шеек dш – 540 мм;

диаметр приводного конца dпр – 525 мм;

материал – серый чу гун;


максимальный момент на одном валке Мкр – 1,5 МНм. Примем, что толщина бандажа до первой переточки – 68 мм. Тогда внутренний диа метр бандажа d = 764 мм. При ширине каждого шлица b = 60 мм на ок ружности диаметром d может разместиться 20 шлицов.

b D d dш Dв Рисунок 1 – Соединение бандажа с осью валка механической связью Примем в первом приближении, что высота шлица h = 8 мм. То гда напряжение смятия на каждом шлице при максимальном моменте:

2 1,5 10 2М кр 11,7 см, см d c z h l ш 768 20 8 3000 0, где dс – средний диаметр шлицевого соединения, мм;

z – число шлицов;

lш – длина шлица, мм;

– коэффициент неравномерности распределения нагрузки меж ду шлицами;

[см] – допустимое напряжение на смятие. Для чугуна - 80 МПа [8].

Т.о. предложенное соединение вполне способно обеспечить пере дачу максимального крутящего момента от оси валка к металлу через бандаж. Однако проблемой может оказаться посадка столь длинного бандажа на вал. Очевидно, что при монтаже посадка должна быть, как минимум, легкоходовой. Но при прокатке проворачивание бандажа от носительно вала крайне нежелательно. Преодоление этого технического противоречия возможно благодаря разным коэффициентам линейного расширения чугуна и стали. Согласно [9], у высоколегированной стали, из которой следует изготавливать ось валка, ст = 16,0·10-6 1/0С;

а у се рого чугуна чуг = 10,0·10-6 1/0С. Т.к. ст чуг, то выполнив ширину шлицов b при «комнатной» температуре 200С меньшей, чем ширина па зов у бандажа, сможем обеспечить их плотное соединение при рабочей температуре валков. Чтобы определить, насколько b шлицов должна быть меньшей, выясним характер температурного поля валков станов горячей прокатки.

В работе [10] приведены результаты исследований температурных полей валков станов горячей прокатки. Установлено, что температур ные поля действительно весьма неравномерны, причем квазистационар ное состояние устанавливается уже после 4-го прохода. Во всех случаях температурное поле четко разделяется на т.н. активную зону (у поверх ности контакта) и основную. При каждом новом обороте валка поле в активной зоне повторяется, а в основной – не меняется. На рисунке представлено температурное поле рабочего валка стана горячей прокат ки при прокатке с углом захвата 80.

Рисунок 2 – Тепловое поле валка горячей прокатки Для наглядности на рисунке 2 поле представлено с условным масштабом по радиусу, т.к. глубина активной зоны очень мала. Сплош ными линиями показаны изотермы, где температура дана в долях еди ницы ( = 1 – на контакте металла с валком). Пунктирная линия при = 0,015 является границей активной и основной зон. Видно, что глубже этой границы температура валка постоянна.

Во всех случаях глубина активной зоны, согласно [10], невелика и не превышает 10 мм. На рисунке 3 показана зависимость глубины активной зоны от длительности одного оборота валка об. Цифры у кривых соответ ствуют различным коэффициентам температуропроводности материала валка: 1–0,06 м2/час;

2–0,05 м2/час;

3 – 0,04 м2/час;

4 – 0,03 м2/час.

Рисунок 3 – Глубина активной температурной зоны валков Т.о. на глубине среднего диаметра шлицов dc, в основной зоне, температура будет постоянной и равной средней температуре валков, которая системами охлаждения поддерживается в пределах 60700 С.

Отсюда следует, что разница в ширине шлицов бандажа и оси должна быть равна, мм:

b b t ст чуг 60 60 70 2016,0 10,0 10 6 0,014 0, Изготовление бандажей со столь длинными шлицами может ока заться затруднительным. В таком случае предлагается ограничиться шпоночным соединением, как показано на рисунке 4.

Рисунок 4 – Соединение бандажа с осью валка шпонками Расчет показывает, что для рассматриваемого примера достаточно 20 шпонок с каждой стороны длиной 150 мм, шириной 60 мм и высотой 20 мм:

4 1,5 10 4М кр 65,1 см, см d c z h l ш 768 40 20 2 1,5 10 2М кр ср 10,7 ср, d c h / 2 b l ш z 768 10 60 150 где lш – длина шпонки, мм;

[ср] – допустимое напряжение на срез. Для чугуна [ср] = 45 МПа [8].

Определим, насколько увеличится несущая способность привод ного конца рабочего валка (в опасном сечении, обозначенным на рисун ке 4 секущей плоскостью А-А) в данном примере, если ось его изгото вить из стали 60ХН. Для существующей конструкции:

М 0,2 d 0,2 3 52,0 1,5 МНм;

кр пр кр Для новой конструкции:

М 0,2 d 0,2 3 86,6 2,5 МНм.

кр пр кр Т.о. несущая способность увеличивается в 1,67 раз.

Выводы и направление дальнейших исследований. Следова тельно, механическое сочленение посредством шлицевого или шпоноч ного соединения чугунных бандажей со стальными осями рабочих вал ков клетей кварто дает возможность существенно повысить передавае мые крутящие моменты. Толщина бандажей после всех переточек должна быть больше глубины активной температурной зоны валков.

Дальнейшие исследования не требуются, т.к. разработка готова к вне дрению.

Библиографический список 1. Асимметричные процессы прокатки – анализ, способы и пер спективы применения. [/Пименов А.Ф., Скороходов В.Н., Трайно А.И. и др.] // Сталь, 1982. - №1. - С.53–56.

2. Асимметричная прокатка толстых листов в чистовой клети стана 3600. [/Митьев А.П., Гринчук П.С., Будаква А.А. и др.]// Усовер шенствование технологии производства толстолистовой стали: Те мат. отр. сб.- М.: Металлургия, 1981. - С. 29-34.

3. Василев Я.Д. Производство полосовой и листовой стали. / Я. Василев, М. Сафьян. Киев.: Вища школа, 1976. – 191с.

4. Электрошлаковая технология в машиностроении. [/. Медо варБ.И, СаенкоВ.Я., НагаевскийИ.Д.,Чепурной А.Д.] - К.: Техніка, 1984.

– 215с.

5. Полухин В.П. Составной рабочий инструмент прокатных станов. / Полухин В.П., Полухин П.И., Николаев В.А. – М.: Металлургия, 1971. – 87с.

6. Исследование составных опорных валков на основе динамиче ской модели главной линии прокатного стана.[ / Бобух И.А., Бобух А.И., Григорьев К.А., Шрайдер А.В.] // Обработка материалов давлением.

Краматорск, ДГМА. – 2010. – №3 (24). - С. 190-198.

7. Гузенков П.Г. Детали машин. М.: Высшая школа, 1982. – 350с.

8. Кушнаренко В.М. Основы проектирования передаточных меха низмов: Учебное пособие для студентов высших учебных заведений. / Кушнаренко В.М., Ковалевский В.П., Чирков Ю.А. - Оренбург: ОГУ, 2003. - 248 с.

9. Кухлинг Х. Справочник по физике: Пер. с нем. 2-е изд. - М.: Мир, 1985. - 250 с., ил.

10. Совершенствование теплового процесса листовой прокатки.[ / Третьяков А.В., Гарбер Э.А., Шичков А.Н., Грачев А.В.] М.: Металлур гия, 1973. – 300 с.

Рекомендована к печати д.т.н., проф. Новохатским А.М.

СТРОИТЕЛЬСТВО УДК 69(06):550. д.т.н. Должиков П.Н., Кирияк К.К.

(ДонГТУ, г. Алчевск, Украина) ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОЙ ОБЛАСТИ ИНЪЕКТИРОВАНИЯ ГРУНТОВ ДЛЯ СТАБИЛИЗАЦИИ ОПОЛЗНЕВЫХ ПРОЦЕССОВ У статті розглядаються питання поведінки зсувного масиву, ана ліз його стану методом професора Г.М. Шахунянца, визначення рівно важної зони зсуву і виділення найбільш ефективної області ін'єктування для стабілізації зсувних процесів методом струменевої цементації.

Ключові слова: зсув, область ін’єкції, стабілізація, цементація.

В статье рассматриваются вопросы поведения оползневого мас сива, анализ его состояния методом профессора Г.М. Шахунянца, определение равновесной зоны оползня и выделение наиболее эффекти вной области инъектирования для стабилизации оползневых процессов методом струйной цементации.

Ключевые слова: оползень, область инъектирования, стабилиза ция, цементация.

Актуальность проблемы. В развитии оползневых явлений ЮБК весьма существенной является форма склона. Характерными парамет рами определения служат высота склона и его крутизна. Необходимо учитывать, что наблюдаемая форма склона обуславливается совокуп ным воздействием всей естественно-исторической обстановки. Очевид но, что при искусственном изменении этой обстановки (подтопление, изменение гидрогеологического режима, подрезки и т.д.) наблюдаемая форма рельефа склона может оказаться уже несоответствующей новым условиям. При подобных условиях неизбежны оползневые явления.

Динамика сдвижения пород, слагающих склон или толщу откоса, имеет чрезвычайно большое значение. Следует отметить, что склоны и откосы и, в нашем случае, морское побережье, представлены коренны ми породами и покровными отложениями. Породы в значительной мере предопределяют собою и степень устойчивости склона, и характер воз можного развития оползневых процессов.

Оценка степени опасности по условию развития оползней, как гравитационных, водно-гравитационных и эрозионно-гравитационных процессов для территорий городов и населённых пунктов, и защита от них территорий, отводимых под застройку участков, строящихся и уже построенных зданий и сооружений, сводится к задачам трех типов, су щественно различающимся по направленности, масштабам и методам решения[1]:

- связанные с разработкой рекомендаций по предупреждению и локализацией развития оползней и защите на больших территориях, решаемые преимущественно на основе обобщенных качественных оце нок оползневой опасности;

- по оценке степени оползневой опасности и защите от оползней конкретных участков городских территорий, в первую очередь участ ков, отводимых под строительство или существующих зданий и соору жений;

- по определению расчётных показателей для выбора оптималь ных вариантов при проектировании противооползневых сооружений инженерной защиты от оползней территорий и объектов.

Необходимость решения задач первого и, в меньшей мере, второ го типа регламентирована законодательством Украины об охране окру жающей природной среды [2];

согласно «Региональной программы по инженерной защите территории Автономной Республики Крым от оползневых, абразионных процессов, подтопления и паводков на 2007 2011 гг», которая является частью «Государственной программы соци ально-экономического развития АРК на срок до 2017г», утвержденной постановлением Кабинета Министров Украины № 1067 от 30.08.2007р;


законами о планировании и застройке территорий, защите населения и территорий от чрезвычайных ситуаций на объектах повышенной опас ности [3-5];

Земельным кодексом [6];

и нормативной документацией о планировании и застройке городов [7, 8];

об инженерной защите терри торий от оползней и обвалов [9];

и другими нормативами.

Анализ предыдущих исследований. Горный Крым ввиду широ кого развития экзогенных геологических процессов (ЭГП) с давних пор привлекал внимание ученых России и Украины.

1. Первый период (1785-1888). Впервые были рассмотрены оползни и обвалы Горного Крыма и причины их образования.

2. Второй период (1889-1929). Установлена роль подземных вод в формировании оползней, при избытке воды и значительном укло не текущие воды приобретают активную роль и начинают действовать как транспортирующая связь.

3. Третий период (1930-1941). Разработана первая методика комплексных стационарных наблюдений, выполнено оползневое рай онирование западной части ЮБК, разработана классификация оползней.

4. Четвертый период (1945-1962). Выполнен комплекс работ по освещению геологических и тектонических условий развития Горно го Крыма.

5. Пятый период (1963-1978). Произведена морфологическая и генетическая классификация карстовых полостей, типы карстовых отло жений, карстовые воды и история формирования карста в Горном Кры му.

6. Шестой период (1979-1989). Разработаны теоретические ос новы и методы долговременных региональных прогнозов активизации экзогенных геологических процессов. Составлен и опробован комплекс методов (гидрогеологических, геодезических, инженерно геологических, метеорологических, геофизических) с целью изучения режима оползней.

Седьмой период с 1989 г. и по настоящее время. Продолжа 7.

ются стационарные наблюдения за развитием ЭГП, с их прогнозом и проверкой оправдываемости. Составлена Программа по инженерной защите территории АРК от оползневых и абразионных процессов. Со ставлен проект (первая редакция) ДБН «Строительство в сейсмических районах Украины». [10].

Цель работы – определить эффективную область инъектирования грунтов для стабилизации оползневых процессов методом цементации.

Основная часть. Для рассмотрения вопроса поведения оползне вого массива и анализа его состояния применялся метод профессора Г.М. Шахунянца, для определения равновесной зоны оползня (Тсд Туд).

В качестве рассматриваемой задачи был выбран наиболее типичный оползневой склон в районе г. Алушта. Исследование оползневой систе мы и инженерно-геологической ситуации были выполнены ЦНТУ «Ин жзащита».

Исследуемая территория расположена в прибрежной части юж ного макросклона Крымских гор, на склоне юго-восточной экспозиции с отметками поверхности 3,2-27,7 м. В геоморфологическом отноше нии исследуемая территория расположена в прибрежной части уме ренно крутого склона юго-восточной экспозиции, осложненного ов ражно-балочной сетью, по которой, в основном, осуществляется по верхностный сток при выпадении атмосферных осадков на вышерас положенной территории. В геологическом строении исследуемой тер ритории принимают участие флишевые породы таврической серии, пе рекрытые чехлом верхнечетвертично-современных накоплений делю виально-провилюального, оползневого и техногенного генезиса. Глу бина залегания кровли коренных грунтов в пределах участка, варьиру ется от 2-3 м до 12,5 -17,5 м относительно древней поверхности. Сейс мичность относится к зоне интенсивности сотрясений на средних грунтах равной 8-ми баллам. Исследуемая форма оползневого склона представлена на рисунке 1.

Рисунок 1 – Поперечный разрез оползневого склона:

а – поверхность существующего рельефа, б – зона скольжения, в – уровень грунтовых вод.

Для определения физико-механических свойств зоны скольжения применялся способ обратного расчета, методом проф. Г.М Шахунянца:

im coscos N tg i ci li Ti уд i i i 1 i i k st, (1) i m cos i T i сдв cos i i i где k st - коэффициент устойчивости;

N i – нормальная сила;

Ti – тангенциальная сила;

ci, li – силы сцепления;

- угол внутреннего трения грунта;

i – угол наклона зоны скольжения к горизонту.

Методика расчета заключается в следующем: каждый ограничен ный предполагаемой поверхностью скольжения отсек, разбивают на от дельные блоки вертикальными плоскостями, проведенными в местах перелома поверхности скольжения так, чтобы в пределах каждого блока по его основанию сдвиговые характеристики грунтов были одинаковы.

Определяются величины нормальной N i и тангенциальной Ti состав ляющих силы веса по блокам, а также силы сцепления ci, li. Вычисля ется коэффициент устойчивости всего отсека обрушения.

Сравнением результатов расчета, полученных по рассмотренным вариантам, устанавливается значение минимального коэффициента ус тойчивости и соответствующее ему положение критической поверхно сти скольжения.

Коэффициент устойчивости k st подбирался близкий к 1 (без учета сейсмического воздействия), путем изменения характеристик грунта с и из условия предельного равновесия оползневого склона, объемная масса грунта принимался равным среднему значению, исходя из инже нерно-геологического строения склона. Свойства грунтов приведены в таблице 1.

Таблица 1 - Физико-механические характеристики грунта Объемная масса, Угол внутреннего трения, Удельное сцепление, т/м3 т/м град.

с 1,95 16 0, Результаты общего расчета при основном сочетании нагрузок приведены в таблице 2. Исходя из них видно, что для блоков №7- полученные сдвигающие силы примерно равны удерживающим силам (Тсд Туд).

Таблица 2 - Результаты общего расчета при основном сочетании нагрузок № i, Туд, Тсд, Tуд, Tсд, Eоп, Eоп, Куст блока град т/пм т/пм т/пм т/пм т/пм т/пм 1 77.5 0.0 0.0 0.0 0.0 0.053 0.0 0. 2 46.2 4.8 17.3 4.8 17.3 0.275 13.2 13. 3 36.7 15.9 31.6 20.7 48.9 0.422 17.8 31. 4 26.4 23.1 33.8 43.7 82.7 0.529 13.7 44. 5 24.2 10.9 14.8 54.6 97.5 0.561 5.3 50. 6 22.8 25.5 32.7 80.1 130.2 0.615 10.6 60. 7 17.8 22.7 22.3 102.8 152.5 0.674 2.6 63. 8 17.5 19.3 20.7 122.1 173.2 0.705 3.9 67. 9 17.2 21.3 19.6 143.4 192.8 0.743 1.1 68. Продолжение таблицы 1 2 3 4 5 6 7 8 10 16.7 30.1 26.9 173.5 219.7 0.790 0.7 68. 11 17.1 25.3 22.6 198.8 242.3 0.820 0.6 69. 12 15.8 17.7 14.9 216.5 257.2 0.842 -0.5 68. 13 11.6 24.6 15.6 241.1 272.7 0.884 -5.8 63. 14 6.4 12.8 4.3 253.9 277.1 0.916 -6.8 56. 15 3.7 8.7 1.6 262.6 278.7 0.942 -6.0 50. 16 1.5 13.0 0.8 275.6 279.5 0.986 -10.5 39. 17 -4.0 1.2 -2.7 276.8 276.8 1.000 -3.7 36. Результаты общего расчета при особом сочетании нагрузок (сейс мическое воздействие, коэффициент сейсмичности =0.042) приведены в таблице 3. Из них так же видно, что условие примерного равновесия сил наблюдается в блоках №7-12. Полученная область предельного рав новесия сил приведена на рисунке 2. Следовательно, в пределах блоков №7-12 инъектирование цементного раствора будет наиболее эффектив ным.

Таблица 3 - Результаты общего расчета при особом сочетании нагрузок № i, Туд, Тсд, Tуд, Tсд, Eоп, Eоп, бло- Куст град т/пм т/пм т/пм т/пм т/пм т/пм ка 1 2 3 4 5 6 7 8 1 77.5 0.0 0.0 0.0 0.0 0.052 0.0 0. 2 46.2 4.8 18.2 4.8 18.2 0.261 13.9 13. 3 36.7 15.9 33.8 20.7 52.0 0.397 19.3 33. 4 26.4 23.1 37.0 43.7 89.0 0.491 16.1 49. 5 24.2 10.9 16.3 54.6 105.4 0.519 6.4 55. 6 22.8 25.5 36.4 80.1 141.8 0.565 13.2 68. 7 17.8 22.7 25.5 102.8 167.3 0.614 4.9 73. 8 17.5 19.3 23.4 122.1 190.7 0.640 5.8 79. 9 17.2 21.3 22.5 143.4 213.2 0.673 3.2 82. 10 16.7 30.1 30.9 173.5 244.1 0.711 3.5 86. 11 17.1 25.3 25.9 198.8 270.0 0.736 3.0 89. 12 15.8 17.7 17.2 216.5 287.2 0.754 1.1 90. 13 11.6 24.6 18.8 241.1 306.0 0.788 -3.6 86. 14 6.4 12.8 6.0 253.9 312.0 0.814 -5.7 81. Продолжение таблицы 1 2 3 4 5 6 7 8 15 3.7 8.7 2.6 262.6 314.6 0.835 -5.3 75. 16 1.5 13.0 2.2 275.6 316.8 0.870 -9.7 66. 17 -4.0 1.2 -2.5 276.8 314.2 0.881 -3.6 62. Рисунок 2 - Поперечный разрез оползневого склона:

а – полученная область предельного равновесия сил, блоки №7-12.

Выводы.

1. Исходя из систематизации наработанных результатов, а так же анализа физико-механических и параметрических свойств сходных оползневых участков, были определены физико-механические характе ристики оползневого склона и рассчитан коэффициент устойчивости при помощи метода обратного расчета.

2. Определенная расчетом область предельного равновесия сил по блокам № 7-12, в которой получены сдвигающие силы, примерно равны удерживающим (Тсд Туд), позволяет вычислить наиболее благоприят ную область для устройства противооползневого сооружения методом цементации. Методика определения области применения струйной це ментации, позволяет использовать ее для укрепления сходных по струк туре грунтов оползневых участков ЮБК.

Библиографический список 1. Черный Г.И. О классификации математических моделей для различных задач механики горных пород / Черный Г.И. // “Труды VIII сессии Совета по народнохозяйственному использованию взрыва”. - К.:

Наукова думка, 1970. – С. 20 – 26.

2. Законодавство України про охорону навколишнього природного середовища (за станом на 1 квітня 2000 р.). – К.: Парламентське ви давництво, 2000. – 144 с.

3. Закон України. Про планування та забудову територій від квітня 2000 року № 1699-ІІІ.

4. Закон України. Про захист населення і територій від надзви чайних ситуацій техногенного та природного характеру від 8 червня 2000 року №1800-ІІІ.

5. Закон України. Про об’єкти підвищеної небезпеки від 18 січня 2001 року № 2245 – ІІІ.

6. Земельний кодекс України (Зі змінами та доповненнями станом на 1 квітня 1998 року). – К.: В-во “Право”. - 1998. – 42 с.

7. Держкомістобудування України. Система містобудівельного кадастру населених пунктів України. – К.: Знання, 1994. – 39 с.

8. Державні будівельні норми України. ДБН 360-92* (Містобудування. Планування і забудова міських і сільських поселень). К.: “Будівельник”, 1992.- 46 с.

9. Державні будівельні норми України. ДБН В.І.І-3-97. Інженерний захист територій будівель та споруд від зсувів та обвалів. Основні положення. Видання офіційне. – К.: Держбуд України, 1998. – 40 с.

10. Оползни и другие геодинамические процессы горноскладчатых областей Украины (Крым, Карпаты): Монография / Г. И. Рудко, И. Ф.

Ерыш. – К.: Задруга, 2006. – 624 с.: ил. – Библиогр.: С. 596-620.

Рекомендована к печати д.т.н., проф. Литвинским Г.Г.

УДК 69.624.014.2 + 624.042. к.т.н. Иванов А.П., к.т.н. Карапетян С.Х.

(ДонДТУ, г. Алчевск, Украина) ОЦЕНКА ВЕЛИЧИНЫ ЭКСЦЕНТРИСИТЕТА ПОДКРАНОВОГО ПУТИ Приведена методика дослідження величини ексцентриситету відстані між осями рейки крану і стінки підкранової балки і визначення кількісної характеристики контактних тисків рейки на верхній пояс балки.

Ключові слова: ексцентриситет, кранова рейка, підкранова балка, контактні тиск.

Приведена методика исследования величины эксцентриситета – расстояния между осями кранового рельса и стенки подкрановой балки и определения количественной характеристики контактных давлений рельса на верхний пояс балки.

Ключевые слова: эксцентриситет, крановый рельс, подкрановая балка, контактное давление.

При определении местных напряжений в стенках стальных свар ных двутавровых подкрановых балок необходимо знать действительный характер передачи нагрузки от подкранового рельса на верхний пояс балки. В работах [1-4] для расчета подкрановых конструкций в построе нии их расчетной схемы в части определения нагрузок приняты сле дующие допущения: нагрузки принимаются равномерно распределен ные или сосредоточенные.

Однако, такие допущения приводят к тому, что в первом случае имеет место недоучет действующей нагрузки, а во втором - нагрузки превышают действительные значения. Точный учет действующих на грузок невозможен без знания контактных давлений. Ю.И. Кудишин в работе [5] рассматривает зависимость местных напряжений от состоя ния контактных поверхностей подошвы рельса и верхнего пояса балки.

По нашим исследованиям контактируемые поверхности имеют "пятни стый" характер, что приводит к неравномерным напряжениям в стенке подкрановой балки (рисунки 1 и 2).

При обследовании состояния подкрановых конструкций особенно важна оценка величины эксцентриситета – действительного расстояния между осями кранового рельса и стенки подкрановой балки.

Рисунок 1 - Вид характерного контакта между рельсом и верхним поясом балки Рисунок 2 - Вид характерного распределения контакта по длине балки Данная величина во многом зависит от неудовлетворительного состояния крепления рельсов и некачественного изготовления подкра новых балок: оба эти фактора проводят к перемещению рельса по верх нему поясу балки при проезде крана. Величина эксцентриситета соглас но СНиП (ДБН) в период эксплуатации не должна превышать 15 мм, а в действительности она колеблется в больших пределах и нередко дости гает 60-70 мм.

Для измерения контактных давлений в изучаемые контактируе мые поверхности рельса и верхнего пояса балки пытались встраивать специальные датчики. Чаще всего это металлические цилиндрики с на клеенными на них проволочными тензорезисторами или месдозы. Для установки таких датчиков необходимо сверление исследуемой поверх ности. Кроме гнезд под датчики нужно позаботиться и о выводе от них проводов, которые при смыкании контактных поверхностей должны ос таваться неповрежденными.

Такие датчики оказывались неудобными и сложными в обраще нии и, кроме того, при их установке искажается характер контакта.

В настоящей работе предлагается способ определения эксцентри ситета между положением рельса и осью стенки подкрановой балки (рисунок 3).

С помощью трехслойной прокладки, расположенной под подош вой рельса снимается отпечаток следа контакта рельса на верхней полке подкрановой балки после прохода крана. Трехслойная прокладка состо ит из двух бумажных и одного копировального листов между ними.

Верхний лист предназначен для предохранения копировальной бумаги от повреждения, а нижний для отпечатка следа контакта рельса с пол кой подкрановой балки.

1 - верхний пояс балки;

2 - трехслойная прокладка;

3 - подкрановый рельс;

е - эксцентриситет;

а - расстояние от края верхнего пояса балки до края рельса;

bcв - cвec верхнего пояса балки со стороны пролета цеха;

cт - толщина стенки балки;

bр - ширина подошвы рельса.

Рисунок 3 - Распределение величины эксцентриситета между осью рельса и осью стенки подкрановой балки В статическом состоянии крана на прокладке отмечают положе ние подкранового рельса и измеряют расстояния a, bcb, cm. После проезда крана на прокладке остается след, равный ширине подошвы рельса bp или меньше. На отпечаток наносится ось стенки подкрановой балки и по разности между осью стенки и центром отпечатка судят о величине эксцентриситета, который может быть вычислен по формуле b b e p a cb cm. (1) 2 2 Данный метод дает возможность оценить величину смещения подкранового рельса от оси стенки подкрановой балки, а также визу ально определить величину контактируемых поверхностей.

Плотность отпечатка краски на бумаге нижнего слоя пропорцио нальна контактным давлениям. Недостатком данного метода является то, что он не дает количественную характеристику контактных давле ний.

Для определения количественной характеристики контактных давлений предложен прибор блок - схема которого приведена на рисун ке 4.

1 - источник света;

2 - конденсорные линзы;

3 - лист бумаги;

4 фоторезистор;

5 - электрический мост;

6 - усилитель;

7 - источник пита ния стабилизированный;

8 - измерительный прибор.

Рисунок 4 - Схема прибора для измерения величины контактных давлений Принцип работы прибора состоит в следующем: луч света от лам почки, питаемой стабилизированным напряжением, проходя через кон денсор и лист бумаги, на котором отпечатана краска копировальной бу маги, попадает на фоторезистор (4). При этом фоторезистор включен в плечо электрического моста, предварительно сбалансированного по чистому листу бумаги с помощью переменных резисторов (5 и 3). При прохождении светового потока через затемненные участки бумаги его интенсивность уменьшается, что приводит к изменению сопротивления фоторезистора (4). Электрический ток, возникающий в измерительных плечах моста, при его разбалансировке усиливается двухкаскадным усилителем, обеспечивающим высокую температурную стабильность и линейность, которая достигается благодаря глубокой отрицательной об ратной связи и попадает на измерительный прибор (ИП).

Отклонение стрелки прибора пропорционально плотности отпе чатка краски на бумаге, следовательно, и величине контактного давле ния. Внешний вид измерительного комплекса для измерения контакт ных давлений приведен на рисунке 5. В качестве источника питания света и прибора для определения контактных давлений используется стабилизированный источник питания типа "Агат". Для определения величины контактного давления необходимо построить тарировочный график, дающий зависимость силы тока от прозрачности бумаги при за ранее известных величинах контактного давления.

Для получения тарировочных отпечатков было разработано тари ровочное устройство, схема которого приведена на рисунке 5.

Тарировочное устройство состоит из корпуса в виде полого ци линдра, в котором как в направляющих перемещается подвижной шток.

Торцевые поверхности подвижного штока и нижнего упора выполнены с высокой степенью чистоты обработки, для более полного контакта.

Для удобства расшифровки диаметры опорных цилиндров приня ты равными 35,68 мм, что соответствует площади контактируемых по верхностей, равной 10 см2. На других торцах подвижного штока и ниж него упора сделаны углубления, в которые закладываются шарики, бла годаря которым достигается центровка приспособления, что позволяет получить равномерный отпечаток по всей площади торца цилиндра.

Предварительно перед включением пресса между торцевыми по верхностями вкладывается трехслойная прокладка (из двух бумажных листов и копировальной бумаги между ними), которая будет использо ваться в эксперименте. Для этого в стенке корпуса предусмотрены окошки.

Серия отпечатков, полученных при всевозрастающих известных усилиях пресса, просвечивается и по ним строится тарировочный гра фик.

1 - корпус;

2 - подвижный шток;

3 - нижний упор;

4 - центрирующие плиты;

5 - шарики;

6 - пружина;

7 - стопорный винт.

Рисунок 5 - Схема тарировочного устройства Выводы:

1. В результате проведенных исследований получены практиче ские результаты возможной оценки величины эксцентриситета краново го рельса относительно оси стенки подкрановой балки при прохожде нии крана.

2. Величина контактного давления может быть оценена с помо щью предложенного устройства, что позволит установить фактическое воздействие кранового рельса на верхний пояс и стенку подкрановой балки.

Библиографический список 1. Васильев А.А. Об уточнении расчетных вертикальных нагрузок от мостовых кранов [Текст] / А.А. Васильев, Ю.С. Кунин, А.Т. Яковенко // Промышленное строительство. – М., 1974. – №6. - С. 20-22.

2. Лампси Б.Б. К вопросу повышения надежности стальных под крановых балок [Текст] / Б.Б. Лампси, А.П. Юфимычев // Промышлен ное строительство и инженерные сооружения. – К., 1975. – №3. - С.

27-29.

3. Горпиченко В.М. Экспериментальное исследование усталост ной прочности сварной подкрановой балки [Текст] / В.М. Горпиченко, А.С. Лазарян // Промышленное строительство. – М., 1975. – №12. - С.

40-41.

4. Апалько А.А. Напряженное состояние стенок сварных подкра новых балок под действием местных статических нагрузок: автореф.

дис…канд. техн. наук: спец. 05.23.01 [Текст] / А.А. Апалько.-М.:

ГПНПБ, 1960. - 20 с.



Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 | 7 |   ...   | 9 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.